反應爐廠房

核反應在此廠房中進行，利用高溫之爐心使水沸騰，並將水蒸氣藉由導管引 至汽機廠房以推動渦輪，為核電廠之核心結構，以下將對其結構系統及數值模型 之建立詳細說明。

3.1.1 結構系統

反應爐廠房共七層樓，其中三層位於地表以下，深度為 25.7 公尺；四層位於 地表以上，高度為 63.4 公尺，水平結構尺寸為 60.0 公尺(EW) x 57.0 公尺(NS)除頂 層結構尺寸較窄，為 60.0 公尺(EW) x 39.0 公尺(NS)，結構系統主要是由鋼筋混凝 土及部分之鋼構架組成，由外而內主要可分為二次圍阻體(R/B)、一次圍阻體 (RCCV)、反應爐外牆(PEW/Pedestal)及反應爐(PRV/Internals)，其中一次圍阻體為 厚度達兩公尺，並以圓形環繞於反應爐外圍之鋼筋混凝土牆；一次圍阻體外部再

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包封二次圍阻體之鋼筋混凝土牆，一次圍阻體與二次圍阻體剪力牆為反應爐廠房 之主要耐震系統，廠房之結構形式對稱，故分析時無須考量偏心造成之影響。

3.1.2 數值分析模型

數值分析模型係以三維空間之非線性 Stick Model 模擬核電廠中之重要結構，

如圖 3.1 及圖 3.2，兩水平向與垂直向周期分別為：0.197 秒、0.214 秒及 0.094 秒，

除了主要結構系統之外，模型中需同時考量土壤 -結構互制效應(Soil-Structure Interaction, SSI)之影響，故將模型之建立分作為兩部分，第一部分為廠房結構模型 之建立，包含載重設定、轉動慣量設定、勁度設定及非線性之塑絞之設定；第二 部分為土壤-結構互制效應分析，以等效線性彈簧模擬土壤性質。由於與資料提供 者的保密協定，因此本論文不提供桿件力學性質的細部資料，僅根據計算方式加 以解說。此外估計結構阻尼比成對數常態分佈且以 7%與 3%作為取對數後之常態 分佈平均值加減一倍標準差，則以中位數 4.6%作為結構於彈性狀態下之阻尼比，

並將以上資料輸入結構分析軟體 SAP2000 進行非線性動力分析。有關反應爐廠房 之廠房結構模型建立及土壤-結構互制效應分析之分述如下。

3.1.2.1 結構載重設定

在反應爐廠房中，結構物之載重包含靜載重(Dead Load)、活載重(Live Load) 、 設備重量(Equipment Load)、管線重量(Piping Load)及其餘載重(Additional Weight，

例如燃料棒儲存池與吊車所致之載重)，以上載重為考量結構重量及轉動慣量 (Rotational Inertia)之依據，靜載重包含結構元件(Structural Element)重量、矮牆 (Parapet)重量及結構加工物(Finishing)之重量，且考量地震中活載重不會全部作用，

因此以百分之二十五予以折減，將以上載重加總得結構之總重為206830 噸。

3.1.2.2 轉動慣量設定(Rotational Inertia)

轉動慣量的計算是將剪力牆於模型中兩節點之中點垂直分開如

圖 3.3，並根據通過中點且平行外牆之軸計算轉動慣量，其計算方式之示意圖 如

圖 3.4 所示，

圖 3.4(a)為矩形牆之轉動慣量計算方式，圖中 a、b 及 c 為牆面 X、Y 及 Z 向

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體、反應爐外牆及反應爐結構之等效結構柱，介於等效結構柱間之質點為樓板，

並藉由垂直向彈簧連接質點及等效結構柱。

各質點之重量計算僅考慮樓板上之設備載重、管線載重及活載重，而靜載重 及燃料棒儲存池等載重不列入質點重量之計算中；勁度計算係參考設計公司所提 供之有限元素分析報告，針對各樓層欲模擬之樓板區域進行有限元素分析，可求 解出樓板之頻率，並配合各樓板之重量即可反算其勁度。

3.1.2.5 非線性塑鉸設定

將數值模型中輸入非線性塑鉸以模擬結構進入非線性之行為，由於一次圍阻 體為厚度達兩公尺之剪力牆，有良好之耐震能力，故假設其在強震下仍保持彈性 狀態，不再加以設定塑鉸；其餘牆面(二次圍阻體及反應爐外牆)皆以非線性塑鉸以 模擬結構進入非線性之行為，此外，核電廠中之剪力牆多為低矮型之剪力牆(高寬 比介於 0.2 至 2 之間)，破壞之形式多屬剪力破壞，故模型中以剪力塑鉸模擬剪力 牆於強震下之非線性行為。

本研究之非線性塑鉸設定將參考 ASCE 41-06(ASCE 2007)中提供之塑鉸模型，

如圖 3.6 所示，將力與位移關係圖以 A 至 E 五點表示，由 A 至 C 分別表示原點、

降伏點、極限強度點；D、E 分別表示過極限強度後之剪力強度及極限位移對應之 剪力強度；c 為殘留強度比，為 E 點(或 D 點)之剪力強度與降伏強度之比值；d 為 層間位移比，為達極限強度時之位移與降伏位移之比值；e 為極限位移比，為極限 位移與降伏位移之比值。此外根據 ASCE 41-06 所述，當剪力牆之破壞係由剪力控 制，可將 c, d 及 e 取為 0.4, 0.75 及 2.0，並且可將 B 點與 C 點之剪力強度假設為相 同，基於以上假設，剪力塑鉸之模型只需利用各桿件之極限強度(或降伏強度)即可 決定。剪力塑鉸之極限強度可由

0.5  f

 A

f

3.1.2.6 土壤-結構互制效應分析

為考量土壤與結構物在特定地震強度下之互制效應，需了解土壤在特定地震 下剪力模數之改變，並將土壤對結構物影響之性質視為若干等效線性土壤彈簧，

在此研究中地震下的剪力模數由 SHAKE91(I.M. Idriss and J.I. Sun. 1992)分析軟體

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求得，再將此性質根據波傳定理轉換為等效土壤彈簧，而土壤彈簧需分為兩部分 個別分析，分別為側壁土壤彈簧(side soil spring)與基底土壤彈簧(base spring) ，其 中側壁土壤彈簧的求取是根據Novak’s theory(Novak et al. 1978)，其理論係由二維 波傳定理所發展，而基底土壤彈簧則是以阻抗函數(Luco 1987)表示，此示範核電

frequency， ₀ ⁰

s (k_mn, normalized stiffness)與正規阻尼係數(c_mn, normalized damping coefficient)，

而阻抗函數 K 如(3.4)式所示：

0 ( , , , , )

mn mn mn

K



  



25 質皆相同，並選定 20 組地震資料中，反應譜最接近條件平均反應譜(Conditional Mean Spectrum)之地震做為該強度下之控制地震，並以此地震下之土壤彈簧性質，